NUMERICKÉ MODELOVÁNÍ VLIVU SEKUNDÁRNÍHO CHLAZENÍ NA PROCES TUHNUTÍ SOCHOROVÉHO PŘEDLITKU

Rozměr: px
Začít zobrazení ze stránky:

Download "NUMERICKÉ MODELOVÁNÍ VLIVU SEKUNDÁRNÍHO CHLAZENÍ NA PROCES TUHNUTÍ SOCHOROVÉHO PŘEDLITKU"

Transkript

1 NUMERICKÉ MODELOVÁNÍ VLIVU SEKUNDÁRNÍHO CHLAZENÍ NA PROCES TUHNUTÍ SOCHOROVÉHO PŘEDLITKU NUMERICAL MODELLING OF SECONDARY COOLING EFFECT ON BILLET SOLIDIFICATION PROCESS René Pyszko Miroslav Příhoda Jiří Molínek VŠB-TU Ostrava, katedra tepelné techniky, 17. listopadu 15, Ostrava - Poruba, ČR, Rene.Pyszko@vsb.cz Abstrakt Současný trend aplikací vysokých licích rychlostí u sochorových ZPO je doprovázen také zvýšeným výskytem centrálních segregací. Jednou z možností, vedoucí k jejich omezení je, vedle zavedení MSR a TSR, minimálního přehřátí oceli v mezipánvi nebo lití s ponornou výlevkou, také intenzifikace sekundárního chlazení. Intenzívní chlazení může způsobit výrazné podchlazení rohů. Prostřednictvím numerického modelování byl posuzován vliv ostřikového úhlu a množství chladicí vody na kinetiku teplotního pole tuhnoucího a chladnoucího předlitku. Abstract Today s practice of high casting speed application in billet casters is linked with increased occurrence of central segregations. A measure leading to segregation reduction, besides MSR and TSR introduction, minimal steel over-temperature in tundish or SEN usage, is intensification of secondary cooling. Intensive cooling can cause considerable overcooling of corners. Influences of nozzle spraying angle and water rate on temperature field of solidifying and cooling billet were analysed by means of numerical modelling. 1. ÚVOD Vlastnosti a kvalita plynule lité oceli, které jsou reprezentovány mimo jiné strukturou oceli a výskytem trhlin a segregací, těsně souvisí s procesem tuhnutí. Zvýšené požadavky na kvalitu předlitku vyžadují, aby licí stroje pracovaly za kontrolovaných chladicích podmínek, a tím se vyhnuly vysokému tepelně-mechanickému napětí v kůře. Nejdůležitější chladicí parametry v sekundární zóně jsou konstrukce chlazení a průtok chladicí vody. Systém ostřiku, který minimalizuje reohřev, snižuje možnost tvorby trhlin. Při krystalizaci prudce klesá rozpustnost prvků v železe, přičemž příměsi se vylučují na povrch tuhnoucí fáze. Dendritické odměšování způsobuje koncentrační heterogenitu chemického složení. Limitujícím dějem tohoto procesu je difúze přísadového prvku v tuhé fázi, protože difúzní koeficient v tuhé fázi je o tři až pět řádů nižší než v tavenině [1, 2]. Na provozním ZPO je tuhnutí oceli nerovnovážné, protože difúzní procesy, probíhající v tekuté i tuhé fázi, nestačí vyrovnat koncentraci v tuhé fázi na úroveň, charakterizovanou rovnovážným diagramem. Středová segregace je způsobena nerovnoměrnou distribucí legujících prvků. Ve středu předlitku tak vzniká problém kvality, který upoutává pozornost od začátku používání ZPO. Byly navrženy různé metody na snížení středové segregace. Jedna z obvyklých metod je 1

2 elektromagnetické míchání v krystalizátoru nebo těsně pod ním. Jiná známá metoda je Mechanical Soft Reduction (MSR), často používaná pro plynulé lití bloků a bram. Rovněž intenzivní chlazení v místech, kde končí tuhnutí předlitku, může snížit středovou segregaci (tzv. metoda Thermal Soft Reduction TSR). Princip TSR je založen na kontrakci licí kůry prostřednictvím intenzivního chlazení blízko místa finálního tuhnutí centrální části předlitku, tj. těsně před koncem tekutého jádra. Zmenšení vnitřního objemu v centrální části tak zabrání přítoku vysoce segregované taveniny z přilehlých mezidendritických oblastí, čímž je středová segregace potlačena. Velmi intenzivní chlazení v sekundární zóně, stejně jako vysoká licí rychlost, vysoká licí teplota, vychýlení podpěrných a tažných válců, příliš silný tlak tažných válců, povrchový reohřev v sekundární zóně nebo pod ní a perlitická fázová transformace blíž ke frontě tuhnutí mohou být příčinou vzniku mezistředových trhlin. Tažná napětí, tvořící mezistředové trhliny, závisí hlavně na velikosti reohřevu povrchu, tloušťce kůry, poměru šířky polotekuté zóny k tloušťce kůry a poměru perlitické fázové transformace. Velikost povrchového reohřevu je spojována s návrhem sekundárního chlazení a maximálním poklesem povrchové teploty. Proces tuhnutí je úzce spojen s kinetikou teplotního pole předlitku, takže řešení výše diskutované problematiky není možné bez znalosti rozložení teplot po průřezu předlitku od hladiny oceli v krystalizátoru až po pálicí stroj. Aplikace vysokých licích rychlostí na moderních ZPO za současného splnění požadavků intenzivního chlazení v sekundární zóně, minimalizace reohřevu a dosažení rovnoměrného teplotního pole vyžaduje nejen optimalizaci křivky intenzity ostřiku v závislosti na odlité délce, ale také je nutno se zabývat rozložením intenzity ostřiku ve směru příčném. Příspěvek se zabývá modelováním vlivu intenzity ostřiku, resp. průtočného množství chladicí vody a velikosti ostřikového obrazce trysek na teplotní pole předlitku, zejména na teplotní diference mezi teplotou rohu a osy stěny předlitku. Pro modelování byl vybrán předlitek čtvercového průřezu o straně 160 mm. Výpočty byly provedeny pro ocel s vysokým obsahem uhlíku (0,8 hm. %), u kterých jsou vysoké požadavky na kvalitu a minimalizaci středových segregací vzhledem k jejich specifickému použití. 2 MODEL TEPLOTNÍHO POLE PŘEDLITKU Zkušenosti ukazují, že základním problémem numerického modelování dnes není vlastní řešení soustavy diferenciálních rovnic, ale správná volba podmínek jednoznačnosti a z nich pak zejména podmínek povrchových a fyzikálních. Seriozních výsledků výzkumu je možné dosáhnout jen kombinací laboratorních a provozních měření s modelováním. Kinetiku teplotního pole tuhnoucího předlitku popisuje Fourierova Kirchhoffova rovnice. Bylo prokázáno [3], že konvekční proudy oceli významně neovlivňují dobu tuhnutí předlitku. Vliv konvekce lze zahrnout do hodnoty tzv. ekvivalentního součinitele tepelné vodivosti a místo rovnice Fourierovy Kirchhoffovy řešit Fourierovu rovnici ve tvaru t c p ρ) = div( λ t) + q τ ( 3 V (W m kde c p je měrná tepelná kapacita (J.kg -1.K -1 ), ρ hustota (kg.m -3 ), λ součinitel tepelné vodivosti (W.m -1.K -1 ), q V intenzita vnitřního tepelného zdroje (W.m -3 ). Teplotní pole předlitku na ZPO lze efektivně počítat pouze numericky. Aplikace univerzálních programů na proces plynulého odlévání je problematická, neboť prakticky nelze ovlivnit ani způsob zadání podmínek jednoznačností, ani metodiku řešení. V tomto ohledu je ) (1) 2

3 vhodnější použití specializovaných programů, vyvinutých účelově pro řešení konkrétního procesu. Pro řešení kinetiky teplotního pole tuhnoucího předlitku byl na katedře tepelné techniky VŠB TU v Ostravě vyvinut původní software. S přihlédnutím k jednoduchému geometrickému tvaru řešených předlitků byla aplikována síťová metoda. Konkrétně to byla explicitní diferenční metoda, která je výhodná zejména v těch případech, kdy jde o rychle probíhající děje. Za těchto podmínek má přednost před metodou implicitní. Zda budou vypočtené výsledky korelovat s teplotním polem reálného předlitku, závisí zejména na tom, jak podmínky jednoznačnosti odpovídají skutečnému technologickému procesu. Není efektivní vytvářet resp. využívat přesné modely, když pak vlastní simulace probíhá s ne zcela exaktními vstupními okrajovými podmínkami. Konkrétně se jedná např. o rozhodnutí, zda řešit teplotní pole předlitku jako rovinnou či prostorovou úlohu. Trojrozměrné řešení je podstatně náročnější na strojový čas výpočtu, přičemž vždy nezaručuje přesnější výsledky. Naše dlouhodobé zkušenosti např. ukazují, že větší vliv na přesnost řešení má správná volba prostorového dělení sítě, než skutečnost, zda se chladnutí a tuhnutí předlitku řeší jako 2 D či 3 D problém. Z tohoto důvodu se v dalším textu uvádí řešení rovnice (1) ve dvou směrech. Při výpočtu se předpokládá symetrické ochlazování, a tudíž se řeší teplotní pole v jedné polovině předlitku. O explicitní diferenční metodě je známo, že může být, na rozdíl od metody implicitní, numericky nestabilní. Taková situace nastává, není-li dodržena určitá závislost mezi časovým a prostorovým řešením. U rovinné pravoúhlé úlohy vznikají při dělení řešené oblasti tři typy elementů, a to vnitřní, hranové a rohové. Podmínka stability vychází ze druhého zákona termodynamiky, podle kterého teplo přechází samovolně pouze z míst s vyšší teplotou na místa s teplotou nižší [4]. 2.1 Podmínky jednoznačnosti Při výpočtu teplotního pole předlitku je důležitý správný výběr podmínek jednoznačnosti řešení rovnice (1), tedy podmínek geometrických, fyzikálních, počátečních a povrchových. Z této množiny je problematické určení podmínek fyzikálních a zejména povrchových, neboť podmínka geometrická plyne z konkrétního tvaru odlévaného předlitku a podmínka počáteční souvisí s teplotou oceli v mezipánvi. K fyzikálním podmínkám jednoznačnosti řešení patří mj. znalost součinitele tepelné vodivosti, měrné tepelné kapacity a hustoty. Tyto vlastnosti jsou u oceli dány především chemickým složením a teplotou. Teoretický výpočet závislostí především pro tepelnou vodivost a měrnou tepelnou kapacitu není u oceli možný a využívá se tudíž výsledků experimentálního měření. Pro praktická řešení se potom tyto vlastnosti v literatuře udávají buď ve formě tabulek nebo funkčních předpisů. Naše řešení používá metodiky, vycházející z práce G. Woelka [5]. Postup umožňuje postihnout současně vliv teploty i chemického složení oceli. Hodnoty součinitele tepelné vodivosti, měrné tepelné kapacity a hustoty se vyjadřují jako polynomy třetího stupně v závislosti na teplotě t ve tvaru 3 i P( A, t) = bi, j A t i= 0 3 j= 0 j (2) Polynom (2) včetně konstant b i,j byl zpracován do speciální softwarové knihovny, která po připojení k hlavnímu programu umožňuje vypočítat při daném složení oceli a pro určitou teplotu součinitel tepelné vodivosti, měrnou tepelnou kapacitu a hustotu. K fyzikálním podmínkám náleží také vnitřní tepelný zdroj o intenzitě q V, který je při tuhnutí předlitku představován uvolňováním latentního tepla tuhnutí L. V dnes už klasickém postupu dle Mizikara se vliv latentního tepla respektuje prostřednictvím zvýšené hodnoty 3

4 měrné tepelné kapacity v intervalu tuhnutí. Esser a Kruse [6] ukázali, že takový způsob řešení vede k větším délkám tekutého jádra předlitku oproti skutečnosti. Na katedře tepelné techniky VŠB TU Ostrava se osvědčil způsob, který byl vícekrát verifikován i měřením na reálných licích strojích a spočívá v přiřazení teplotního zdroje každému uzlovému bodu řešené oblasti. Vydatnost zdroje se určí z podílu měrného skupenského tepla tuhnutí a měrné tepelné kapacity. Vzhledem k charakteru úlohy byly při výpočtu používány povrchové podmínky II. resp. III. druhu. Způsob jejich určení se liší podle toho, zda je jedná o primární, sekundární či terciární oblast chlazení. Vychází se z kombinace teoretického výpočtu a experimentálního měření, přičemž v prvních dvou oblastech převažoval experiment a ve třetí oblasti se teoretické hodnoty korigovaly experimentálními výsledky. Ačkoli předložený příspěvek se zabývá modelováním teplotního pole v sekundární oblasti, je nutno nejprve spočítat počáteční stav na začátku sekundární oblasti, který se nedá získat bez modelování tuhnutí v krystalizátoru. Transport tepla v krystalizátoru je teoreticky obtížně stanovitelný, takže intenzita odvodu tepla z tuhnoucí oceli, vyjádřená hustotou tepelného toku či součinitelem prostupu tepla, byla měřena na reálných ZPO. Principiálně lze aplikovat dva přístupy, z nichž každý má své přednosti i nedostatky. Jeden, využívající měření parametrů chladicí vody krystalizátoru, je poměrně jednoduchý a přesný, ovšem umožní zjistit pouze střední hodnotu tepelného toku na pracovní ploše krystalizátoru. Druhý, založený na měření teplotních gradientů v různých místech po výšce a obvodu pracovního povrchu krystalizátorové vložky, dovoluje vypočítat hodnoty místních tepelných toků, ale měření je náročné na přípravu i vlastní provedení experimentu. Optimální je současné použití obou postupů. V sekundární oblasti chlazení byly pro určení hodnoty součinitele přestupu tepla ostřikem α využity zejména zkušenosti z laboratorního výzkumu. Na katedře tepelné techniky byl navržen a postaven teplý model sekundární oblasti chlazení, pracující na principu přímožhavené sondy, který měří lokální součinitel přestupu tepla z chlazeného povrchu do okolí. Důležité jsou i výsledky studeného modelu ostřiku, který umožňuje měřit tzv. ostřikové charakteristiky, tj. rozložení chladicí vody po šířce předlitku, udávané jako intenzita ostřiku (m 3.m -2.s -1 ). V terciární oblasti chlazení se radiační složka součinitele přestupu tepla určuje výpočtem ze Stefanova Boltzmannova zákona. Konvekční složka, kde dominantní roli hraje přirozené proudění, se řeší z kriteriální rovnice, udávající závislost mezi kritériem Nusseltovým a Rayleighovým. 3 VÝSLEDKY SIMULACÍ TEPLOTNÍHO POLE PŘEDLITKU Numerické modelování bylo provedeno pro hypotetický předlitek čtvercového průřezu o straně 160 mm pro ocel o základním složení 0,8 % uhlíku, 0,6 % manganu a 0.2 % křemíku a s běžným obsahem ostatních prvků u ocelí určených pro vysoké namáhání. Pro toto složení vychází teplota likvidu 1465 C jako průměrný výsledek ze 14 různých vzorců uváděných v mnoha literárních pramenech. S ohledem na skutečnost, že podle existujících vzorců pro výpočet teploty solidu vycházely nereálné hodnoty, byla tato teplota určena pomocí rovnovážného diagramu Fe-C jako 1380 C. Teplota lití byla zvolena 30 C nad teplotou likvidu. Simulace byly provedeny pro licí rychlost 2,4 m.min Okrajové podmínky simulací Okrajové podmínky odvodu tepla v krystalizátoru byly stanoveny na základě dřívějších experimentálních měření na konkrétních ZPO interpolací z dat naměřených pro krystalizátory blízkých formátů, a to z teplot ve stěnách krystalizátoru a tepelného toku, odvedeného do chladicí vody [7]. 4

5 Okrajové podmínky v sekundární oblasti byly stanoveny na základě měření ostřikových charakteristik trysek a součinitelů přestupu tepla, naměřených na studeném a teplém modelu sekundární oblasti, které byly vyvinuty na katedře tepelné techniky VŠB-TUO. Jelikož měření na teplém modelu je časově náročné, byl proveden pouze omezený počet měření pro krajní hodnoty průtočných množství, přičemž konkrétní hodnoty součinitelů přestupu tepla byly určeny interpolací pro daná množství chladicí vody do jednotlivých zón sekundární oblasti. Ačkoli obecně není přímá souvislost mezi intenzitou ostřiku a součinitelem přestupu tepla, lze u stejného typu trysky, v omezeném rozsahu teplot povrchu a pracovních tlaků vody najít určitou míru korelace [8]. Pro simulace byla použita hypotetická chladicí křivka označená A, navržená ve shodě s reálnými provozními požadavky. Tuhnutí při aplikaci této chladicí křivky bylo porovnáno s několika dalšími případy, kdy chladicí křivka byla modifikována (křivky B až E). V grafu na obrázku 1 jsou jednotlivé chladicí křivky vyjádřené relativně vůči křivce A. Chladicí křivky jsou vyneseny ve formě závislostí průměrné intenzity ostřiku (množství vody dopadající na jednotkovou plochu za jednotkový čas) na poměrné délce sekundární oblasti, a to relativně vůči intenzitě ostřiku těsně pod krystalizátorem u křivky A. Intenzita ostřiku v tomto místě u křivky A představuje tedy 100 %. Intenzita ostřiku u dané trysky může být ovlivněna buď změnou průtočného množství 250 nebo změnou velikosti plochy ostřikového obrazce. Průtočné 200 množství lze měnit prostřednictvím 150 vstupního tlaku vody. Teoreticky je průtočné 100 množství úměrné A B C D E chladicí křivka Obr. 1. Relativní intenzita ostřiku v závislosti na poměrné délce sekundární oblasti Fig. 1. Relative admission intensity versus relative length of secondary zone 50 0 relativní intenzita ostřiku (%) druhé odmocnině vstupního tlaku. Ve skutečnosti (v důsledku odporu proti proudění a z toho plynoucích tlakových ztrát) je nutno pro určitý nárůst průtoku zvýšit vstupní tlak více, než odpovídá kvadrátu průtoku. Korelace průtoku vody v závislosti na vstupním tlaku je vysoká, jak je patrné z obrázku 2 pro čtyři různé skutečné trysky. 5

6 25 20 y = x R 2 = průtok (l.min -1 ) y = x R 2 = y = x R 2 = y = x R 2 = druhá odmocnina tlaku (MPa 0.5 ) Obr. 2. Závislost průtočného množství na druhé odmocnině tlaku vody reálných trysek Fig. 2. Dependence of flow rate on square root of water pressure of real nozzles E procento šířky (%) A, B, C, D Obr. 3. Procento chlazené šířky předlitku v závislosti na poměrné délce sekundární oblasti Fig. 3. Percentage of blank cooled width on relative length of secondary zone Průměrná intenzita ostřiku je pak přibližně přímo úměrná průtoku chladicí vody, až na slabší nelinearity, způsobené změnou tvaru ostřikového obrazce v závislosti na vstupním tlaku vody. Velikost ostřikového obrazce trysky, a tedy velikost chlazené plochy předlitku, lze měnit úpravou vzdálenosti trysky od chlazeného povrchu nebo výměnou trysky za jinou se stejným průtočným množstvím, ale jiným úhlem ostřikového kužele. Na obrázku 3 je poměr šířky ostřikového obrazce k šířce předlitku, vynesený v závislosti na poměrné 6

7 délce sekundární oblasti. Jde tedy o procentuelní vyjádření ostřikované šířky vzhledem k celkové šířce předlitku, která byla použita při simulacích. U chladicích křivek A, B, C a D je zvolena taková konfigurace trysek, že až do jedné třetiny sekundární zóny je předlitek chlazen po celé své šířce, zatím co u chladicí křivky E již od 6 % délky sekundární zóny nejsou chlazeny rohy předlitku a na celých dvou třetinách sekundární zóny je chlazeno pouze 55 % šířky předlitku. Tyto dvě konfigurace jsou využity k porovnání efektu šířky ostřikového obrazce na podchlazení rohů předlitku. Rozložení intenzity ostřiku podél sekundární oblasti vychází z konkrétních provozních parametrů, přičemž okrajové podmínky jsou uvedeny v relativních hodnotách intenzity ostřiku. Polohy v sekundární oblasti jsou ve formě poměrné délky. 3.2 Výsledky modelování Jako výchozí pro verifikaci modelu, byly vybrány okrajové podmínky, blížící se reálnému stavu na ZPO. Simulace pro tento případ je označena A. Průběh chladicí křivky odpovídá obvyklým režimům chlazení pro oceli s vysokým obsahem uhlíku při rychlosti 2,4 m.min -1. Pro tento případ byly k dispozici údaje z měření povrchových teplot pyrometry na předlitku blízkého formátu a stejných podmínkách. Tato měření umožnila přibližně verifikovat numerický model, který počítá teplotní pole předlitku 1 1 pyrometr střed - A stěna - A roh - A Obr. 4. Teplotní křivky středu předlitku, povrchu v ose stěny a rohu v závislosti na poměrné délce sekundární oblasti, simulace A Fig. 4. Temperature curves of the blank centre and surface at wall axis and corner on relative length of secondary zone, simulation A V grafu na obrázku 4 jsou vykresleny tři křivky chladnutí v sekundární oblasti, jedna představuje teplotu středu předlitku (označena střed ), druhá křivka je průměr povrchových teplot v osách stěn předlitku (označena stěna ) a třetí je průměrná teplota rohů (označena roh ). Pyrometry měřily teplotu v oblasti mezi osou stěny a rohem, proto by se naměřená teplota měla pohybovat mezi vypočítanými teplotami v ose stěny a rohu. Je možno konstatovat, že výsledky simulace odpovídají naměřeným teplotám. Teplotní rozdíl mezi rohem a osou stěny, který vzniká již v krystalizátoru, se těsně pod krystalizátorem v oblasti nejintenzívnějšího chlazení dále prohlubuje. Rozdíl dosahuje hodnoty až 440 C a teplota rohů klesá na C. V další části sekundární oblasti, kde intenzita ostřiku klesá postupně až na 7 % intenzity ostřiku vůči začátku sekundární oblasti, je tendence k vyrovnání povrchových teplot, zejména od poloviny sekundární oblasti má příznivý vliv zúžení ostřikované šířky předlitku téměř na polovinu. Teplotní rozdíl mezi rohem a středem stěny na konci sekundární zóny je 185 C. Teplota stěny na konci sekundární oblasti se pohybuje kolem 1085 C, teplota rohu 900 C, v centru předlitku je ještě tekutá fáze. Intenzívní chlazení předlitku je potřebné pro minimalizaci středových segregací, přitom 7

8 vzniká tendence k podchlazení rohů, které je nežádoucí z hlediska vzniku trhlin a je nutno ji eliminovat. 1 1 střed - B stěna - B roh - B Obr. 5. Teplotní křivky předlitku, simulace B Fig. 5. Blank temperature curves, simulation B 1 1 střed - C stěna - C roh - C Obr. 6. Teplotní křivky předlitku, simulace C Fig. 6. Blank temperature curves, simulation C Druhý simulační výpočet, označený B, vychází ze snížené intenzity ostřiku na začátku sekundární oblasti (prvních 6 % délky) na 55 % a v další části sekundární oblasti postupně na 75 až 60 % intenzity ostřiku oproti případu A v příslušných pozicích sekundární oblasti. Z grafu na obrázku 5 je vidět, že teplota rohů by při použití této konfigurace sekundárního chlazení sice nebyla nižší než na 665 C, ale rozdíl mezi rohem a středem stěny je opět asi 440 C, podobně jako u případu A. Chlazení není dostatečné, zejména těsně pod krystalizátorem teplota stěny prakticky neklesá. Teplota stěny na konci sekundární oblasti je 1145 C, teplota rohu 955 C. Simulační výpočet C předpokládal naopak zvýšení intenzity ostřiku, a to na prvních 6 % délky sekundární oblasti na 180 % hodnoty oproti případu A ve stejné pozici, zatím co zbývající délka má stejné nastavení chlazení jako v případě B. Z obrázku 6, který zachycuje křivky chladnutí pro uvedené povrchové podmínky, plyne, že intenzita ostřiku na počátečním úseku je příliš velká. Zejména rohy předlitku jsou přechlazené, jejich teplota klesá na 530 C. Největší teplotní diference mezi stěnou a rohem je v pozici asi 30 % poměrné délky sekundární oblasti a činí, podobně jako u předcházejících simulací, asi 440 C. Teplota stěny na konci sekundární oblasti je 1125 C, teplota rohu 935 C. 8

9 1 1 střed - D stěna - D roh - D Obr. 7. Teplotní křivky předlitku, simulace D Fig. 7. Blank temperature curves, simulation D Simulace D je kompromisem případů B a C. Pokud jde o prvních 6 % délky sekundární zóny, intenzita ostřiku v této části se shoduje s případem A. Zbývající část sekundární oblasti má pak shodné nastavení jako v případech B a C. Jak je patrné z obrázku 7, tuhnutí a chladnutí v počátečním úseku 6 % délky sekundární oblasti se shoduje s případem A, v další části však předlitek chladne relativně pomalu, povrchová teplota stěn až do poloviny sekundární zóny stoupá, reohřevy mezi subzónami jsou příliš velké. Největší teplotní rozdíl mezi povrchem v ose stěny a rohem je stejný jako u předchozích případů, a to asi 440 C. Teplota rohu klesá na hodnotu 635 C. Na konci sekundární oblasti je teplota povrchu v ose stěny je 1135 C, teplota rohu 945 C. 1 1 roh - E roh - A střed - A, E stěna - A stěna - E Obr. 8. Teplotní křivky předlitku, simulace E Fig. 8 Blank temperature curves, simulation E Z výše uvedených simulací A až D vyplývá, že nastavení sekundárního chlazení dle případu A je sice vyhovující z hlediska průběhu teploty stěny, ovšem způsobuje teplotní nerovnoměrnost mezi rohem a osou stěny předlitku. Řešením není zvýšení ani snížení intenzity ostřiku, ale změna distribuce vody na povrchu předlitku směrem od rohů k ose stěny, tedy zúžení chlazené šířky. Toho lze dosáhnout buď změnou ostřikového úhlu trysky nebo přiblížením stávajících trysek k povrchu předlitku. Jak je patrné z obrázku 3, u simulace E byla provedena změna konfigurace chlazení zúžením chlazené šířky u počáteční části sekundární oblasti. Na počátečním úseku 6 % délky sekundární zóny, osazeném dvojicemi trysek, je i po zúžení ostřikového obrazce stále chlazena celá šířka předlitku, ovšem zvětší se vertikální mezery mezi chlazenými úseky. Ve zbývající části sekundární oblasti se ostřikový obrazec zužuje postupně na 75 a 65 a 55 % šířky předlitku. V předchozích simulacích A až D byla na prvních 30 % sekundární oblasti chlazena celá jeho šířka. V simulaci E se předpokládalo, že 9

10 množství vody do jednotlivých trysek se nezmění oproti případu A, ale zúžením ostřikového obrazce nutně vzrostla intenzita ostřiku. 1 1 stěna - E střed - A, E roh - E stěna - A roh - A Obr. 9. Detail začátku teplotní křivky předlitku, simulace E Fig. 9 Detail of beginning of blank temperature curves, simulation E Na obrázku 8 jsou teplotní křivky dle simulace E a pro porovnání slabšími čarami jsou vyneseny také křivky simulace A. Na obrázku 9 je pak zvětšen počáteční úsek 20 % délky sekundární zóny. Je vidět, že v počátečním úseku 6 % délky sekundární zóny probíhá ochlazování dle simulací A i E se stejným trendem, avšak ve zvětšení na obrázku 9 je patrné, že v případě E jsou větší výkyvy teplot při chlazení a reohřevu mezi jednotlivými řadami trysek. V další části sekundární oblasti dochází dále k intenzivnímu chlazení stěn, zatímco teplota rohů postupně stoupá v důsledku reohřevu, a tím se snižuje teplotní nerovnoměrnost na povrchu. Při použití této konfigurace sekundárního chlazení teplota rohů sice klesá až na 595 C, ale to jen krátkodobě na konci počátečního úseku v pozici 6 % délky. V další části teplota rohů zůstává na hodnotě kolem 750 C a od pozice 30 % délky sekundární oblasti roste nad C. Rozdíl teploty mezi rohem a středem stěny na úseku prvních 6 % je asi 420 C, což je méně než u případů A až D. Ve zbývající části je pak teplotní rozdíl menší než 330 C. Teplota stěny na konci sekundární oblasti je 1070 C, teplota rohů 895 C. Průběhy teploty tekuté fáze ve středu předlitku se v porovnávaných případech A a E liší jen nepatrně, v případě E je nižší o necelé 3 C. Jelikož ostřik je soustředěn blíže k ose stěny předlitku, kde je vyšší povrchová teplota než u rohů, je odvod tepla intenzivnější a celková entalpie předlitku na konci sekundární oblasti je v případě E nižší než v případě A. Je vidět, že zúžení ostřikového obrazce při zachování průtoku vody přineslo zlepšení chlazení z hlediska rovnoměrnosti teplot předlitku. Bylo by vhodné ještě dále experimentovat s počátečním úsekem 6 % délky sekundární zóny, kde lze doporučit rekonstrukci chlazení s cílem snížení intenzity ostřiku u rohů předlitku. 4. ZÁVĚR Modelování tuhnutí a chladnutí předlitku čtvercového průřezu o straně 160 mm pro ocel s vysokým obsahem uhlíku 0,8 hm. % bylo provedeno na numerickém modelu metodou konečných diferencí. Cílem bylo vzájemné srovnání vlivu nastavení sekundární oblasti na teplotní křivky středu předlitku a povrchu v ose stěny a rohu. Byl nalezen vhodný průběh intenzity ostřiku v sekundární oblasti z hlediska povrchové teploty stěny pro dané rozmístění trysek. Tato konfigurace však nevyhovovala z hlediska nerovnoměrnosti povrchové teploty mezi osou stěny a rohem. Zrovnoměrnění povrchových teplot bylo dosaženo zúžením ostřikového obrazce trysky. Při stejném průtoku chladicí vody se tak zvýšila intenzita ostřiku, soustředěná na menším povrchu předlitku blíže osy stěny. Tím se dosáhlo lepší rovnoměrnosti 10

11 povrchových teplot a současně snížení entalpie předlitku na konci sekundární zóny. LITERATURA [1] Kobayashi, S.: Trans. ISIJ, vol. 28, 1988, s [2] Laki, R. S., BeechJ., Davies, G.J.: Ironmaking Steelmaking, vol. 12, 1985, s. l63. [3] Rédr, M. Příhoda, M. Molínek, J.: Vliv rychlosti odvodu tepla přehřátí tekuté oceli na tuhnutí slitku při plynulém odlévání oceli. Hutnické listy XXXII, 1977, č. 1, s [4] Příhoda, M., et al. Numerická stabilita explicitní diferenční metody řešení Fourierovy rovnice vedení tepla. In.: Sborník X. International Scientific Conference Iron and Steelmaking. Tom I. Szczyrk, , s ISBN [5] Woelk, G.: Stahl und Eisen 91, 1971, No. 5, S [6] Esser, F. Kruse, H.: Beitrag zur Berechnung der thermischen Erstarrungsvorgänge durch Rechneranwendung Grundlangen. Neue Hütte, 17 Jg, Heft 11, November [7] Příhoda, M. Pyszko, R. Molínek, J.: Parabolický zákon tuhnutí při plynulém odlévání oceli. In Sborník referátů XXI. mezinárodní konference kateder a pracovišť mechaniky tekutin a termomechaniky. SPU v Nitře. Račková dolina Západní Tatry, , s ISBN [8] Molínek, J., et al. Porovnání studeného a teplého modelu sekundární oblasti chlazení ZPO. In.: Sborník X. International Scientific Conference Iron and Steelmaking. Tom I. Szczyrk, , s ISBN Výzkum probíhal v rámci projektu MPO ČR evidenční číslo FI-IM/

POROVNÁNÍ SOUČINITELE SDÍLENÍ TEPLA PŘI VODOVZDUŠNÉM A VODNÍM CHLAZENÍ. Jiří Molínek Miroslav Příhoda Leoš Václavík:

POROVNÁNÍ SOUČINITELE SDÍLENÍ TEPLA PŘI VODOVZDUŠNÉM A VODNÍM CHLAZENÍ. Jiří Molínek Miroslav Příhoda Leoš Václavík: POROVNÁNÍ SOUČINITELE SDÍLENÍ TEPLA PŘI VODOVZDUŠNÉM A VODNÍM CHLAZENÍ. Jiří Molínek Miroslav Příhoda Leoš Václavík: Vysoká škola báňská - Technická univerzita Ostrava Abstrakt K poznání složitých termokinetických

Více

TEPELNÁ PRÁCE TRUBKOVÉHO KRYSTALIZÁTORU THERMAL WORK OF THE TUBE CC MOULD

TEPELNÁ PRÁCE TRUBKOVÉHO KRYSTALIZÁTORU THERMAL WORK OF THE TUBE CC MOULD TEPELNÁ PRÁCE TRUBKOVÉHO KRYSTALIZÁTORU THERMAL WORK OF THE TUBE CC MOULD Andrea Michaliková a Jiří Molínek a Miroslav Příhoda a a VŠB-TU Ostrava, FMMI, katedra tepelné techniky, 7. listopadu 5, 708 Ostrava-

Více

SIMULACE TUHNUTÍ A CHLADNUTÍ PŘEDLITKU NA ZPO. Příhoda Miroslav Molínek Jiří Vu Quoc Hung Pyszko René

SIMULACE TUHNUTÍ A CHLADNUTÍ PŘEDLITKU NA ZPO. Příhoda Miroslav Molínek Jiří Vu Quoc Hung Pyszko René SIMULACE TUHNUTÍ A CHLADNUTÍ PŘEDLITKU NA ZPO Příhoda Miroslav Molínek Jiří Vu Quoc Hung Pyszko ené Vysoká škola báňská Technická univerzita Ostrava, 17. listopadu 15, 708 33 Ostrava Poruba, Č Abstract

Více

Teplotní profily ve stěně krystalizátoru blokového ZPO

Teplotní profily ve stěně krystalizátoru blokového ZPO Hutnické listy č.3/28 Teplotní profily ve stěně krystalizátoru blokového ZPO Ing. Marek Velička, Ph.D., prof. Ing. Miroslav Příhoda, CSc., Ing. Jiří Molínek, CSc., VŠB-TU Ostrava, 17. listopadu 15, 78

Více

Ing. Tomáš MAUDER prof. Ing. František KAVIČKA, CSc. doc. Ing. Josef ŠTĚTINA, Ph.D.

Ing. Tomáš MAUDER prof. Ing. František KAVIČKA, CSc. doc. Ing. Josef ŠTĚTINA, Ph.D. OPTIMALIZACE BRAMOVÉHO PLYNULÉHO ODLÉVÁNÍ OCELI ZA POMOCI NUMERICKÉHO MODELU TEPLOTNÍHO POLE Ing. Tomáš MAUDER prof. Ing. František KAVIČKA, CSc. doc. Ing. Josef ŠTĚTINA, Ph.D. Fakulta strojního inženýrství

Více

MODELOVÁNÍ VLIVU TECHNOLOGICKÝCH PARAMETRŮ NA POVRCHOVOU TEPLOTU KRUHOVÉHO PŘEDLITKU

MODELOVÁNÍ VLIVU TECHNOLOGICKÝCH PARAMETRŮ NA POVRCHOVOU TEPLOTU KRUHOVÉHO PŘEDLITKU MODELOVÁNÍ VLIVU TECHNOLOGICKÝCH PARAMETRŮ NA POVRCHOVOU TEPLOTU KRUHOVÉHO PŘEDLITKU SIMULATION OF TECHNOLOGICAL PARAMETERS INFLUENCE ON SURFACE TEMPERATURE OF ROUND CC BLANK René Pyszko Miroslav Příhoda

Více

Stanovení délky tekutého jádra na sochorovém ZPO č. 1 Liquid core determination on billet CCM 1

Stanovení délky tekutého jádra na sochorovém ZPO č. 1 Liquid core determination on billet CCM 1 Stanovení délky tekutého jádra na sochorovém ZPO č. 1 Liquid core determination on billet CCM 1 Rudolf Moravec 1 Jiří Pyš 1 Petr Horký 1 František Rosypal 2 Michael Lowry 3 1) Mittal Steel Ostrava a.s.,

Více

VYBRANÉ STATĚ Z PROCESNÍHO INŢENÝRSTVÍ cvičení 9

VYBRANÉ STATĚ Z PROCESNÍHO INŢENÝRSTVÍ cvičení 9 UNIVERZITA TOMÁŠE BATI VE ZLÍNĚ FAKULTA APLIKOVANÉ INFORMATIKY VYBRANÉ STATĚ Z PROCESNÍHO INŢENÝRSTVÍ cvičení 9 Nestacionární vedení tepla v rovinné stěně Hana Charvátová, Dagmar Janáčová Zlín 2013 Tento

Více

Odborná zpráva projektu TAČR GAMA č. TG rok Evidovaná APOLLO

Odborná zpráva projektu TAČR GAMA č. TG rok Evidovaná APOLLO Odborná zpráva projektu TAČR GAMA č. TG01010054 2 rok 2014 Evidovaná APOLLO 132070 PILOTNÍ ANALÝZA - KOMPLEXNÍ SYSTÉM DYNAMICKÉHO ŘÍZENÍ KVALITY PLYNULE ODLÉVANÉ OCELI (Pilot Analysis Complex system of

Více

Proudění vzduchu v chladícím kanálu ventilátoru lokomotivy

Proudění vzduchu v chladícím kanálu ventilátoru lokomotivy Proudění vzduchu v chladícím kanálu ventilátoru lokomotivy P. Šturm ŠKODA VÝZKUM s.r.o. Abstrakt: Příspěvek se věnuje optimalizaci průtoku vzduchu chladícím kanálem ventilátoru lokomotivy. Optimalizace

Více

VYBRANÉ STATĚ Z PROCESNÍHO INŢENÝRSTVÍ cvičení 8

VYBRANÉ STATĚ Z PROCESNÍHO INŢENÝRSTVÍ cvičení 8 UNIVERZITA TOMÁŠE BATI VE ZLÍNĚ FAKULTA APLIKOVANÉ INFORMATIKY VYBRANÉ STATĚ Z PROCESNÍHO INŢENÝRSTVÍ cvičení 8 Hana Charvátová, Dagmar Janáčová Zlín 2013 Tento studijní materiál vznikl za finanční podpory

Více

SDÍLENÍ TEPLA PŘI ODLÉVÁNÍ KRUHOVÝCH FORMÁTŮ NA ZPO. Příhoda Miroslav Molínek Jiří Pyszko René Bsumková Darina

SDÍLENÍ TEPLA PŘI ODLÉVÁNÍ KRUHOVÝCH FORMÁTŮ NA ZPO. Příhoda Miroslav Molínek Jiří Pyszko René Bsumková Darina SDÍLENÍ TEPLA PŘI ODLÉVÁNÍ KRUHOVÝCH FORMÁTŮ NA ZPO Příhoda Miroslav Molínek Jiří Pyszko René Bsumková Darina VŠB Technická univerzita Ostrava, 17. listopadu 15, 78 33 Ostrava Poruba, ČR, E mail: miroslav.prihoda@vsb.cz

Více

VLIV TECHNOLOGICKÝCH PARAMETRŮ ODLÉVÁNÍ NA ROZLOŽENÍ TEPLOT V KRUHOVÉM KRYSTALIZÁTORU ZPO

VLIV TECHNOLOGICKÝCH PARAMETRŮ ODLÉVÁNÍ NA ROZLOŽENÍ TEPLOT V KRUHOVÉM KRYSTALIZÁTORU ZPO METAL 22 14. 16. 5. 22, Hradec nad Moravicí VLIV TECHNOLOGICKÝCH PARAMETRŮ ODLÉVÁNÍ NA ROZLOŽENÍ TEPLOT V KRUHOVÉM KRYSTALIZÁTORU ZPO Miroslav Příhoda - Jiří Molínek - René Pyszko - Leoš Václavík - Marek

Více

TEPLOTNÍHO POLE V MEZIKRUHOVÉM VERTIKÁLNÍM PRŮTOČNÉM KANÁLE OKOLO VYHŘÍVANÉ NEREZOVÉ TYČE

TEPLOTNÍHO POLE V MEZIKRUHOVÉM VERTIKÁLNÍM PRŮTOČNÉM KANÁLE OKOLO VYHŘÍVANÉ NEREZOVÉ TYČE TEPLOTNÍHO POLE V MEZIKRUHOVÉM VERTIKÁLNÍM PRŮTOČNÉM KANÁLE OKOLO VYHŘÍVANÉ NEREZOVÉ TYČE Autoři: Ing. David LÁVIČKA, Ph.D., Katedra eneegetických strojů a zařízení, Západočeská univerzita v Plzni, e-mail:

Více

102FYZB-Termomechanika

102FYZB-Termomechanika České vysoké učení technické v Praze Fakulta stavební katedra fyziky 102FYZB-Termomechanika Sbírka úloh (koncept) Autor: Doc. RNDr. Vítězslav Vydra, CSc Poslední aktualizace dne 20. prosince 2018 OBSAH

Více

MĚŘENÍ A MODELOVÁNÍ TEPLOTNÍCH POLÍ KOKILY S NÁTĚREM. Technická univerzita v Liberci, Háklova Liberec 1, ČR

MĚŘENÍ A MODELOVÁNÍ TEPLOTNÍCH POLÍ KOKILY S NÁTĚREM. Technická univerzita v Liberci, Háklova Liberec 1, ČR MĚŘENÍ A MODELOVÁNÍ TEPLOTNÍCH POLÍ KOKILY S NÁTĚREM Iva Nová Marek Kalina Jaroslav Exner Technická univerzita v Liberci, Háklova 6 461 17 Liberec 1, ČR Abstrakt The article deals with an influence of

Více

POROVNÁNÍ MIKROČISTOTY OCELI PŘI POUŽITÍ DVOU TYPŮ PONORNÝCH VÝLEVEK. Jaroslav Pindor a Karel Michalek b

POROVNÁNÍ MIKROČISTOTY OCELI PŘI POUŽITÍ DVOU TYPŮ PONORNÝCH VÝLEVEK. Jaroslav Pindor a Karel Michalek b POROVNÁNÍ MIKROČISTOTY OCELI PŘI POUŽITÍ DVOU TYPŮ PONORNÝCH VÝLEVEK Jaroslav Pindor a Karel Michalek b a TŘINECKÉ ŽELEZÁRNY, a.s., Průmyslová 1000, 739 70 Třinec-Staré Město, ČR b VŠB-TU Ostrava, FMMI,

Více

5.4 Adiabatický děj Polytropický děj Porovnání dějů Základy tepelných cyklů První zákon termodynamiky pro cykly 42 6.

5.4 Adiabatický děj Polytropický děj Porovnání dějů Základy tepelných cyklů První zákon termodynamiky pro cykly 42 6. OBSAH Předmluva 9 I. ZÁKLADY TERMODYNAMIKY 10 1. Základní pojmy 10 1.1 Termodynamická soustava 10 1.2 Energie, teplo, práce 10 1.3 Stavy látek 11 1.4 Veličiny popisující stavy látek 12 1.5 Úlohy technické

Více

VLIVY TECHNOLOGICKÝCH PARAMETRŮ ODLÉVÁNÍ NA TŘENÍ V KRYSTALIZÁTORU ZPO

VLIVY TECHNOLOGICKÝCH PARAMETRŮ ODLÉVÁNÍ NA TŘENÍ V KRYSTALIZÁTORU ZPO VLIVY TECHNOLOGICKÝCH PARAMETRŮ ODLÉVÁNÍ NA TŘENÍ V KRYSTALIZÁTORU ZPO René Pyszko a Leopold Cudzik b a) VŠB-TU Ostrava, 17.listopadu 3, 78 33 Ostrava - Poruba, ČR b) DASFOS v.o.s., Ladislava Ševčíka 6,

Více

Příspěvek do konference STČ 2008: Numerické modelování obtékání profilu NACA 0012 dvěma nemísitelnými tekutinami

Příspěvek do konference STČ 2008: Numerické modelování obtékání profilu NACA 0012 dvěma nemísitelnými tekutinami Příspěvek do konference STČ 2008: Numerické modelování obtékání profilu NACA 0012 dvěma nemísitelnými tekutinami (Numerical Modelling of Flow of Two Immiscible Fluids Past a NACA 0012 profile) Ing. Tomáš

Více

Vliv tvaru ponorné výlevky na mikročistotu plynule odlévané oceli

Vliv tvaru ponorné výlevky na mikročistotu plynule odlévané oceli Vliv tvaru ponorné výlevky na mikročistotu plynule odlévané oceli Ing. David Bocek a), Ing. Lubomír Lacina a), Ing. Pavel Střasák Ph.D. b), Ing. Antonín Tuček CSc. b), Ing. Ladislav Socha c), Prof. Ing.

Více

Popis softwaru VISI Flow

Popis softwaru VISI Flow Popis softwaru VISI Flow Software VISI Flow představuje samostatný CAE software pro komplexní analýzu celého vstřikovacího procesu (plnohodnotná 3D analýza celého vstřikovacího cyklu včetně chlazení a

Více

TERMOMECHANIKA 15. Základy přenosu tepla

TERMOMECHANIKA 15. Základy přenosu tepla FSI VUT v Brně, Energetický ústav Odbor termomechaniky a techniky prostředí Prof. Ing. Milan Pavelek, CSc. TERMOMECHANIKA 15. Základy přenosu tepla OSNOVA 15. KAPITOLY Tři mechanizmy přenosu tepla Tepelný

Více

VLIV STŘÍDAVÉHO MAGNETICKÉHO POLE NA PLASTICKOU DEFORMACI OCELI ZA STUDENA.

VLIV STŘÍDAVÉHO MAGNETICKÉHO POLE NA PLASTICKOU DEFORMACI OCELI ZA STUDENA. VLIV STŘÍDAVÉHO MAGNETICKÉHO POLE NA PLASTICKOU DEFORMACI OCELI ZA STUDENA. Petr Tomčík a Jiří Hrubý b a) VŠB TU Ostrava, Tř. 17. listopadu 15, 708 33 Ostrava, ČR b) VŠB TU Ostrava, Tř. 17. listopadu 15,

Více

9 OHŘEV NOSNÍKU VYSTAVENÉHO LOKÁLNÍMU POŽÁRU (řešený příklad)

9 OHŘEV NOSNÍKU VYSTAVENÉHO LOKÁLNÍMU POŽÁRU (řešený příklad) 9 OHŘEV NOSNÍKU VYSTAVENÉHO LOKÁLNÍMU POŽÁRU (řešený příklad) Vypočtěte tepelný tok dopadající na strop a nejvyšší teplotu průvlaku z profilu I 3 při lokálním požáru. Výška požárního úseku je 2,8 m, plocha

Více

Stanovení požární odolnosti. Přestup tepla do konstrukce v ČSN EN

Stanovení požární odolnosti. Přestup tepla do konstrukce v ČSN EN Stanovení požární odolnosti NAVRHOVÁNÍ OCELOVÝCH KONSTRUKCÍ NA ÚČINKY POŽÁRU ČSN EN 1993-1-2 Ing. Jiří Jirků Ing. Zdeněk Sokol, Ph.D. Prof. Ing. František Wald, CSc. 1 2 Přestup tepla do konstrukce v ČSN

Více

Šíření tepla. Obecnéprincipy

Šíření tepla. Obecnéprincipy Šíření tepla Obecnéprincipy Šíření tepla Obecně: Šíření tepla je výměna tepelné energie v tělese nebo mezi tělesy, která nastává při rozdílu teplot. Těleso s vyšší teplotou má větší tepelnou energii. Šíření

Více

Vliv úhlu distální anastomózy femoropoplitálního bypassu na proudové charakteristiky v napojení

Vliv úhlu distální anastomózy femoropoplitálního bypassu na proudové charakteristiky v napojení Vliv úhlu distální anastomózy femoropoplitálního bypassu na proudové charakteristiky v napojení Manoch Lukáš Abstrakt: Práce je zaměřena na stanovení vlivu úhlu napojení distální anastomózy femoropoplitálního

Více

Vícefázové reaktory. Probublávaný reaktor plyn kapalina katalyzátor. Zuzana Tomešová

Vícefázové reaktory. Probublávaný reaktor plyn kapalina katalyzátor. Zuzana Tomešová Vícefázové reaktory Probublávaný reaktor plyn kapalina katalyzátor Zuzana Tomešová 2008 Probublávaný reaktor plyn - kapalina - katalyzátor Hydrogenace méně těkavých látek za vyššího tlaku Kolony naplněné

Více

TERMOMECHANIKA PRO STUDENTY STROJNÍCH FAKULT prof. Ing. Milan Pavelek, CSc. Brno 2013

TERMOMECHANIKA PRO STUDENTY STROJNÍCH FAKULT prof. Ing. Milan Pavelek, CSc. Brno 2013 Vysoké učení technické v Brně Fakulta strojního inženýrství, Energetický ústav Odbor termomechaniky a techniky prostředí TERMOMECHANIKA PRO STUDENTY STROJNÍCH FAKULT prof. Ing. Milan Pavelek, CSc. Brno

Více

PROCESY V TECHNICE BUDOV 11

PROCESY V TECHNICE BUDOV 11 UNIVERZITA TOMÁŠE BATI VE ZLÍNĚ FAKULTA APLIKOVANÉ INFORMATIKY PROCESY V TECHNICE BUDOV 11 Dagmar Janáčová, Hana Charvátová, Zlín 2013 Tento studijní materiál vznikl za finanční podpory Evropského sociálního

Více

VLIV KMITÁNÍ TRUBKY NA PŘESTUP TEPLA V KANÁLU MEZIKRUHOVÉHO PRŮŘEZU

VLIV KMITÁNÍ TRUBKY NA PŘESTUP TEPLA V KANÁLU MEZIKRUHOVÉHO PRŮŘEZU VLIV KMITÁNÍ TRUBKY NA PŘESTUP TEPLA V KANÁLU MEZIKRUHOVÉHO PRŮŘEZU Autoři: Ing. Petr KOVAŘÍK, Ph.D., Katedra energetických strojů a zařízení, FST, ZÁPADOČESKÁ UNIVERZITA V PLZNI, e-mail: kovarikp@ntc.zcu.cz

Více

Tepelná technika. Teorie tepelného zpracování Doc. Ing. Karel Daďourek, CSc Technická univerzita v Liberci 2007

Tepelná technika. Teorie tepelného zpracování Doc. Ing. Karel Daďourek, CSc Technická univerzita v Liberci 2007 Tepelná technika Teorie tepelného zpracování Doc. Ing. Karel Daďourek, CSc Technická univerzita v Liberci 2007 Tepelné konstanty technických látek Základní vztahy Pro proces sdílení tepla platí základní

Více

Numerická simulace přestupu tepla v segmentu výměníku tepla

Numerická simulace přestupu tepla v segmentu výměníku tepla Konference ANSYS 2009 Numerická simulace přestupu tepla v segmentu výměníku tepla M. Kůs Západočeská univerzita v Plzni, Výzkumné centrum Nové technologie, Univerzitní 8, 306 14 Plzeň Abstract: The article

Více

MODELOVÁNÍ. Základní pojmy. Obecný postup vytváření induktivních modelů. Měřicí a řídicí technika magisterské studium FTOP - přednášky ZS 2009/10

MODELOVÁNÍ. Základní pojmy. Obecný postup vytváření induktivních modelů. Měřicí a řídicí technika magisterské studium FTOP - přednášky ZS 2009/10 MODELOVÁNÍ základní pojmy a postupy principy vytváření deterministických matematických modelů vybrané základní vztahy používané při vytváření matematických modelů ukázkové příklady Základní pojmy matematický

Více

NUMERICKÝ MODEL NESTACIONÁRNÍHO PŘENOSU TEPLA V PALIVOVÉ TYČI JADERNÉHO REAKTORU VVER 1000 SVOČ FST 2014

NUMERICKÝ MODEL NESTACIONÁRNÍHO PŘENOSU TEPLA V PALIVOVÉ TYČI JADERNÉHO REAKTORU VVER 1000 SVOČ FST 2014 NUMERICKÝ MODEL NESTACIONÁRNÍHO PŘENOSU TEPLA V PALIVOVÉ TYČI JADERNÉHO REAKTORU VVER 1000 SVOČ FST 2014 Miroslav Kabát, Západočeská univerzita v Plzni, Univerzitní 8, 306 14 Plzeň Česká republika ABSTRAKT

Více

U218 - Ústav procesní a zpracovatelské techniky FS ČVUT v Praze. ! t 2 :! Stacionární děj, bez vnitřního zdroje, se zanedbatelnou viskózní disipací

U218 - Ústav procesní a zpracovatelské techniky FS ČVUT v Praze. ! t 2 :! Stacionární děj, bez vnitřního zdroje, se zanedbatelnou viskózní disipací VII. cená konvekce Fourier Kirchhoffova rovnice T!! ρ c p + ρ c p u T λ T + µ d t :! (g d + Q" ) (VII 1) Stacionární děj bez vnitřního zdroje se zanedbatelnou viskózní disipací! (VII ) ρ c p u T λ T 1.

Více

VLIV OKRAJOVÝCH PODMÍNEK NA VÝSLEDEK ZKOUŠKY TEPELNÉHO VÝKONU SOLÁRNÍHO KOLEKTORU

VLIV OKRAJOVÝCH PODMÍNEK NA VÝSLEDEK ZKOUŠKY TEPELNÉHO VÝKONU SOLÁRNÍHO KOLEKTORU Energeticky efektivní budovy 2015 sympozium Společnosti pro techniku prostředí 15. října 2015, Buštěhrad VLIV OKRAJOVÝCH PODMÍNEK NA VÝSLEDEK ZKOUŠKY TEPELNÉHO VÝKONU SOLÁRNÍHO KOLEKTORU Bořivoj Šourek,

Více

ZÁSADNÍ POZNATKY Z ODLÉVÁNÍ JAKOSTI 19312

ZÁSADNÍ POZNATKY Z ODLÉVÁNÍ JAKOSTI 19312 ZÁSADNÍ POZNATKY Z ODLÉVÁNÍ JAKOSTI 19312 Miloš MASARIK 1), Zdeněk ŠÁŇA 2), Václav KOZELSKÝ 3) EVRAZ Vítkovice Steel a.s., Štramberská 2871/47 709 00 Ostrava Hulváky, 1) milos.masarik@cz.evraz.com, 2)

Více

Výpočtové nadstavby pro CAD

Výpočtové nadstavby pro CAD Výpočtové nadstavby pro CAD 4. přednáška eplotní úlohy v MKP Michal Vaverka, Martin Vrbka Přenos tepla Př: Uvažujme pro jednoduchost spalovací motor chlazený vzduchem. Spalováním vzniká teplo, které se

Více

Univerzita obrany. Měření na výměníku tepla K-216. Laboratorní cvičení z předmětu TERMOMECHANIKA. Protokol obsahuje 13 listů. Vypracoval: Vít Havránek

Univerzita obrany. Měření na výměníku tepla K-216. Laboratorní cvičení z předmětu TERMOMECHANIKA. Protokol obsahuje 13 listů. Vypracoval: Vít Havránek Univerzita obrany K-216 Laboratorní cvičení z předmětu TERMOMECHANIKA Měření na výměníku tepla Protokol obsahuje 13 listů Vypracoval: Vít Havránek Studijní skupina: 21-3LRT-C Datum zpracování: 7.5.2011

Více

VLIV PARAMETRŮ LASEROVÉHO POVRCHOVÉHO ZPRACOVÁNÍ NA MIKROSTRUKTURU OCELÍ

VLIV PARAMETRŮ LASEROVÉHO POVRCHOVÉHO ZPRACOVÁNÍ NA MIKROSTRUKTURU OCELÍ VLIV PARAMETRŮ LASEROVÉHO POVRCHOVÉHO ZPRACOVÁNÍ NA MIKROSTRUKTURU OCELÍ JIŘÍ HÁJEK, PAVLA KLUFOVÁ, ANTONÍN KŘÍŽ, ONDŘEJ SOUKUP ZÁPADOČESKÁ UNIVERZITA V PLZNI 1 Obsah příspěvku ÚVOD EXPERIMENTÁLNÍ ZAŘÍZENÍ

Více

POŽÁRNÍ ODOLNOST DŘEVOBETONOVÉHO STROPU

POŽÁRNÍ ODOLNOST DŘEVOBETONOVÉHO STROPU Energeticky efektivní budovy 2015 sympozium Společnosti pro techniku prostředí 15. října 2015, Buštěhrad POŽÁRNÍ ODOLNOST DŘEVOBETONOVÉHO STROPU Eva Caldová 1), František Wald 1),2) 1) Univerzitní centrum

Více

Elektrostruskové svařování

Elektrostruskové svařování Nekonvenční technologie svařování Elektrostruskové svařování doc. Ing. Ivo Hlavatý, Ph.D. ivo.hlavaty@vsb.cz http://fs1.vsb.cz/~hla80 1 Elektroda zasahuje do tavidla, které je v pevném skupenství nevodivé.

Více

OPERATIVNÍ TEPLOTA V PROSTORU S CHLADICÍM STROPEM

OPERATIVNÍ TEPLOTA V PROSTORU S CHLADICÍM STROPEM ANOTACE OPERATIVNÍ TEPLOTA V PROSTORU S CHLADICÍM STROPEM Ing. Vladimír Zmrhal, Ph.D. ČVUT v Praze, Fakulta strojní, Ústav techniky prostředí Technická 4, 66 7 Praha 6 Vladimir.Zmrhal@fs.cvut.cz Pro hodnocení

Více

BRDSM core: Komplexní systém dynamického řízení kvality plynule odlévané oceli

BRDSM core: Komplexní systém dynamického řízení kvality plynule odlévané oceli BRDSM core: Komplexní systém dynamického řízení kvality plynule odlévané oceli Registrační číslo: 120108 Garant výsledku: doc. Ing. Josef Štětina, Ph.D. Typ: Software - R Rok vydání: 27. 11. 2015 Instituce:

Více

CFD simulace teplotně-hydraulické charakteristiky na modelu palivové tyči v oblasti distanční mřížky

CFD simulace teplotně-hydraulické charakteristiky na modelu palivové tyči v oblasti distanční mřížky Konference ANSYS 011 CFD simulace teplotně-hydraulické charakteristiky na modelu palivové tyči v oblasti distanční mřížky D. Lávička Západočeská univerzita v Plzni, Katedra energetických strojů a zařízení,

Více

NESTABILITY VYBRANÝCH SYSTÉMŮ. Úvod. Vzpěr prutu. Petr Frantík 1

NESTABILITY VYBRANÝCH SYSTÉMŮ. Úvod. Vzpěr prutu. Petr Frantík 1 NESTABILITY VYBRANÝCH SYSTÉMŮ Petr Frantík 1 Úvod Úloha pokritického vzpěru přímého prutu je řešena dynamickou metodou. Prut se statickým zatížením je modelován jako nelineární disipativní dynamický systém.

Více

Praktické poznatky z využití lisovaných filtrů Pyral 15 při filtraci hliníkových odlitků

Praktické poznatky z využití lisovaných filtrů Pyral 15 při filtraci hliníkových odlitků Praktické poznatky z využití lisovaných filtrů Pyral 15 při filtraci hliníkových odlitků P.Procházka, Keramtech s.r.o. Žacléř M.Grzinčič, Nemak Slovakia s.r.o., Žiar nad Hronom Lisovaný keramický filtr

Více

TECHNOLOGIE OHREVU PÁNVÍ NA VOD A JEJÍ PRÍNOSY TECHNOLOGY OF HEATING OF VOD LADLES AND ITS BENEFITS. Milan Cieslar a Jirí Dokoupil b

TECHNOLOGIE OHREVU PÁNVÍ NA VOD A JEJÍ PRÍNOSY TECHNOLOGY OF HEATING OF VOD LADLES AND ITS BENEFITS. Milan Cieslar a Jirí Dokoupil b TECHNOLOGIE OHREVU PÁNVÍ NA VOD A JEJÍ PRÍNOSY TECHNOLOGY OF HEATING OF VOD LADLES AND ITS BENEFITS Milan Cieslar a Jirí Dokoupil b a) TRINECKÉ ŽELEZÁRNY, a.s., Prumyslová 1000, 739 70 Trinec Staré Mesto,

Více

Termomechanika 9. přednáška Doc. Dr. RNDr. Miroslav Holeček

Termomechanika 9. přednáška Doc. Dr. RNDr. Miroslav Holeček Termomechanika 9. přednáška Doc. Dr. RNDr. Miroslav Holeček Upozornění: Tato prezentace slouží výhradně pro výukové účely Fakulty strojní Západočeské univerzity v Plzni. Byla sestavena autorem s využitím

Více

Tepelné jevy při ostřiku okují Thermal phenomena of descalling

Tepelné jevy při ostřiku okují Thermal phenomena of descalling Tepelné jevy při ostřiku okují Thermal phenomena of descalling Toman, Z., Hajkr, Z., Marek, J., Horáček, J, Babinec, A.,VŠB TU Ostrava, Czech Republic 1. Popis problému Technický pokrok v oblasti vysokotlakých

Více

5.0 ZJIŠŤOVÁNÍ FÁZOVÝCH PŘEMĚN

5.0 ZJIŠŤOVÁNÍ FÁZOVÝCH PŘEMĚN 5.0 ZJIŠŤOVÁNÍ FÁZOVÝCH PŘEMĚN Metody zkoumání fázových přeměn v kovech a slitinách jsou založeny na využití změn převážně fyzikálních vlastností, které fázovou přeměnu a s ní spojenou změnu struktury

Více

DOBA KONDENZACE VODNÍCH PAR V OBLASTI ZASKLÍVACÍ SPÁRY OTVOROVÝCH VÝPLNÍ

DOBA KONDENZACE VODNÍCH PAR V OBLASTI ZASKLÍVACÍ SPÁRY OTVOROVÝCH VÝPLNÍ DOBA KONDENZACE VODNÍCH PAR V OBLASTI ZASKLÍVACÍ SPÁRY OTVOROVÝCH VÝPLNÍ Ing. Roman Jirák, Ph.D., DECOEN v.o.s., roman.jirak@decoen.cz V posledních letech je vidět progresivní trend snižovaní spotřeby

Více

Termomechanika 10. přednáška Doc. Dr. RNDr. Miroslav Holeček

Termomechanika 10. přednáška Doc. Dr. RNDr. Miroslav Holeček Termomechanika 10. přednáška Doc. Dr. RNDr. Miroslav Holeček Upozornění: Tato prezentace slouží výhradně pro výukové účely Fakulty strojní Západočeské univerzity v Plzni. Byla sestavena autorem s využitím

Více

ZKUŠEBNÍ ZAŘÍZENÍ PRO HODNOCENÍ SKRÁPĚNÝCH TRUBKOVÝCH SVAZKŮ

ZKUŠEBNÍ ZAŘÍZENÍ PRO HODNOCENÍ SKRÁPĚNÝCH TRUBKOVÝCH SVAZKŮ ZKUŠEBNÍ ZAŘÍZENÍ PRO HODNOCENÍ SKRÁPĚNÝCH TRUBKOVÝCH SVAZKŮ Rok vzniku: 29 Umístěno na: Vysoké učení technické v Brně, Fakulta strojního ženýrství, Technická 2, 616 69 Brno, Hala C3/Energetický ústav

Více

Transportní jevy v plynech Reálné plyny Fázové přechody Kapaliny

Transportní jevy v plynech Reálné plyny Fázové přechody Kapaliny Transportní jevy v plynech Reálné plyny Fázové přechody Kapaliny Hustota toku Zatím jsme studovali pouze soustavy, které byly v rovnovážném stavu není-li soustava v silovém poli, je hustota částic stejná

Více

Kondenzace brýdové páry ze sušení biomasy

Kondenzace brýdové páry ze sušení biomasy Kondenzace brýdové páry ze sušení biomasy Jan HAVLÍK 1,*, Tomáš DLOUHÝ 1 1 České vysoké učení technické v Praze, Fakulta strojní, Ústav energetiky, Technická 4, 16607 Praha 6, Česká republika * Email:

Více

Simulace oteplení typového trakčního odpojovače pro různé provozní stavy

Simulace oteplení typového trakčního odpojovače pro různé provozní stavy Konference ANSYS 2009 Simulace oteplení typového trakčního odpojovače pro různé provozní stavy Regina Holčáková, Martin Marek VŠB-TUO, FEI, Katedra elektrických strojů a přístrojů Abstract: Paper focuses

Více

Optimalizace proudění vzduchu pro boční chladicí jednotky CoolTeg Plus

Optimalizace proudění vzduchu pro boční chladicí jednotky CoolTeg Plus Optimalizace proudění vzduchu pro boční chladicí jednotky CoolTeg Plus Trendy a zkušenosti z oblasti datových center Zpracoval: CONTEG Datum: 15. 11. 2013 Verze: 1.15.CZ 2013 CONTEG. Všechna práva vyhrazena.

Více

Kalibrace odporového teploměru a termočlánku

Kalibrace odporového teploměru a termočlánku Kalibrace odporového teploměru a termočlánku Jakub Michálek 10. dubna 2009 Teorie Pro označení veličin viz text [1] s výjimkou, že teplotní rozdíl značím T, protože značku t už mám vyhrazenu pro čas. Ze

Více

Termomechanika 11. přednáška Doc. Dr. RNDr. Miroslav Holeček

Termomechanika 11. přednáška Doc. Dr. RNDr. Miroslav Holeček Termomechanika 11. přednáška Doc. Dr. RNDr. Miroslav Holeček Upozornění: Tato prezentace slouží výhradně pro výukové účely Fakulty strojní Západočeské univerzity v Plzni. Byla sestavena autorem s využitím

Více

tepelná technika Tepelné ztráty hlav ocelárenských ingotů 1. Úvod 2. Výpočet ztrát tepla z hlavy ingotu

tepelná technika Tepelné ztráty hlav ocelárenských ingotů 1. Úvod 2. Výpočet ztrát tepla z hlavy ingotu Hutniké listy č.3/28 tepelná tehnika Tepelné ztráty hlav oelárenskýh ingotů Ing. Miroslav Vaulík, Ing. Jiří Molínek, CS., Ing. Leoš Válavík, Prof. Ing. Miroslav Příhoda, CS., VŠB- TU Ostrava, 17. listopadu

Více

NÁVRH A REALIZACE MODELU SMĚSNÝCH KUSŮ PRO BRAMOVÉ ZPO V PODMÍNKÁCH ArcelorMittal Ostrava a.s. Ladislav VÁLEK, Pavel JAGLA, Aleš MAREK

NÁVRH A REALIZACE MODELU SMĚSNÝCH KUSŮ PRO BRAMOVÉ ZPO V PODMÍNKÁCH ArcelorMittal Ostrava a.s. Ladislav VÁLEK, Pavel JAGLA, Aleš MAREK NÁVRH A REALIZACE MODELU SMĚSNÝCH KUSŮ PRO BRAMOVÉ ZPO V PODMÍNKÁCH ArcelorMittal Ostrava a.s. Ladislav VÁLEK, Pavel JAGLA, Aleš MAREK ArcelorMittal Ostrava a.s., Vratimovská 689, 707 02 Ostrava Kunčice,

Více

INOVACE ODBORNÉHO VZDĚLÁVÁNÍ NA STŘEDNÍCH ŠKOLÁCH ZAMĚŘENÉ NA VYUŽÍVÁNÍ ENERGETICKÝCH ZDROJŮ PRO 21. STOLETÍ A NA JEJICH DOPAD NA ŽIVOTNÍ PROSTŘEDÍ

INOVACE ODBORNÉHO VZDĚLÁVÁNÍ NA STŘEDNÍCH ŠKOLÁCH ZAMĚŘENÉ NA VYUŽÍVÁNÍ ENERGETICKÝCH ZDROJŮ PRO 21. STOLETÍ A NA JEJICH DOPAD NA ŽIVOTNÍ PROSTŘEDÍ INOVACE ODBORNÉHO VZDĚLÁVÁNÍ NA STŘEDNÍCH ŠKOLÁCH ZAMĚŘENÉ NA VYUŽÍVÁNÍ ENERGETICKÝCH ZDROJŮ PRO 21. STOLETÍ A NA JEJICH DOPAD NA ŽIVOTNÍ PROSTŘEDÍ CZ.1.07/1.1.00/08.0010 NUMERICKÉ SIMULACE ING. KATEŘINA

Více

Měření měrné tepelné kapacity látek kalorimetrem

Měření měrné tepelné kapacity látek kalorimetrem Měření měrné tepelné kapacity látek kalorimetrem Problém A. Změření kapacity kalorimetru (tzv. vodní hodnota) pomocí elektrického ohřevu s měřeným příkonem. B. Změření měrné tepelné kapacity hliníku směšovací

Více

U218 Ústav procesní a zpracovatelské techniky FS ČVUT v Praze. Seminář z PHTH. 3. ročník. Fakulta strojní ČVUT v Praze

U218 Ústav procesní a zpracovatelské techniky FS ČVUT v Praze. Seminář z PHTH. 3. ročník. Fakulta strojní ČVUT v Praze Seminář z PHTH 3. ročník Fakulta strojní ČVUT v Praze U218 - Ústav procesní a zpracovatelské techniky 1 Přenos tepla 2 Mechanismy přenosu tepla Vedení (kondukce) Fourierův zákon homogenní izotropní prostředí

Více

Program for Gas Flow Simulation in Unhinged Material Program pro simulaci proudění plynu v rozrušeném materiálu

Program for Gas Flow Simulation in Unhinged Material Program pro simulaci proudění plynu v rozrušeném materiálu XXIX. ASR '2004 Seminar, Instruments and Control, Ostrava, April 30, 2004 237 Program for Gas Flow Simulation in Unhinged Material Program pro simulaci proudění plynu v rozrušeném materiálu PONČÍK, Josef

Více

NUMERICKÁ OPTIMALIZACE PROCESU ODLÉVÁNÍ INGOTŮ

NUMERICKÁ OPTIMALIZACE PROCESU ODLÉVÁNÍ INGOTŮ Abstrakt NUMERICKÁ OPTIMALIZACE PROCESU ODLÉVÁNÍ INGOTŮ 1) Václav Čermák, Aleš Herman, 2) Jaroslav Doležal 1) ČVUT v Praze, Fakulta strojní, Ústav strojírenské technologie, Technická 4, 166 07 Praha 6,

Více

SMA 2. přednáška. Nauka o materiálu NÁVRHY NA OPAKOVÁNÍ

SMA 2. přednáška. Nauka o materiálu NÁVRHY NA OPAKOVÁNÍ SMA 2. přednáška Nauka o materiálu NÁVRHY NA OPAKOVÁNÍ Millerovy indexy rovin (h k l) nesoudělné převrácené hodnoty úseků, které vytíná rovina na osách x, y, z Millerovy indexy této roviny jsou : (1 1

Více

Hydromechanické procesy Obtékání těles

Hydromechanické procesy Obtékání těles Hydromechanické procesy Obtékání těles M. Jahoda Klasifikace těles 2 Typy externích toků dvourozměrné osově symetrické třírozměrné (s/bez osy symetrie) nebo: aerodynamické vs. neaerodynamické Odpor a vztlak

Více

METALOGRAFIE II. Oceli a litiny

METALOGRAFIE II. Oceli a litiny METALOGRAFIE II Oceli a litiny Slitiny železa, uhlíku a popřípadě dalších prvků se nazývají oceli a litiny. Oceli jsou slitiny železa obsahující do 2,14 hm. % uhlíku, litiny s obsahem uhlíku nad 2,14 hm.

Více

Fakulta elektrotechniky a komunikačních technologíı Ústav automatizace a měřicí techniky v Brně

Fakulta elektrotechniky a komunikačních technologíı Ústav automatizace a měřicí techniky v Brně Vysoké učení technické v Brně Fakulta elektrotechniky a komunikačních technologíı Ústav automatizace a měřicí techniky Algoritmy řízení topného článku tepelného hmotnostního průtokoměru Autor práce: Vedoucí

Více

Přehled základních fyzikálních veličin užívaných ve výpočtech v termomechanice. Autor Ing. Jan BRANDA Jazyk Čeština

Přehled základních fyzikálních veličin užívaných ve výpočtech v termomechanice. Autor Ing. Jan BRANDA Jazyk Čeština Identifikátor materiálu: ICT 2 41 Registrační číslo projektu CZ.1.07/1.5.00/34.0796 Název projektu Vzděláváme pro život Název příjemce podpory SOU plynárenské Pardubice název materiálu (DUM) Mechanika

Více

Reflexní parotěsná fólie SUNFLEX Roof-In Plus v praktické zkoušce

Reflexní parotěsná fólie SUNFLEX Roof-In Plus v praktické zkoušce Reflexní parotěsná SUNFLEX Roof-In Plus v praktické zkoušce Měření povrchových teplot předstěny s reflexní fólií a rozbor výsledků Tepelné vlastnosti SUNFLEX Roof-In Plus s tepelně reflexní vrstvou otestovala

Více

1.1.1 Hodnocení plechů s povlaky [13, 23]

1.1.1 Hodnocení plechů s povlaky [13, 23] 1.1.1 Hodnocení plechů s povlaky [13, 23] Hodnocení povlakovaných plechů musí být komplexní a k určování vlastností základního materiálu přistupuje ještě hodnocení vlastností povlaku v závislosti na jeho

Více

Katedra geotechniky a podzemního stavitelství

Katedra geotechniky a podzemního stavitelství Katedra geotechniky a podzemního stavitelství Modelování v geotechnice Metoda oddělených elementů (prezentace pro výuku předmětu Modelování v geotechnice) doc. RNDr. Eva Hrubešová, Ph.D. Inovace studijního

Více

OPTIMALIZACE PROVOZU OTOPNÉ SOUSTAVY BUDOVY PRO VZDĚLÁVÁNÍ PO JEJÍ REKONSTRUKCI

OPTIMALIZACE PROVOZU OTOPNÉ SOUSTAVY BUDOVY PRO VZDĚLÁVÁNÍ PO JEJÍ REKONSTRUKCI Konference Vytápění Třeboň 2015 19. až 21. května 2015 OPTIMALIZACE PROVOZU OTOPNÉ SOUSTAVY BUDOVY PRO VZDĚLÁVÁNÍ PO JEJÍ REKONSTRUKCI Ing. Petr Komínek 1, doc. Ing. Jiří Hirš, CSc 2 ANOTACE Většina realizovaných

Více

MANUÁL K PROGRAMU BRCCMEX PRO VÝPOČET TEPLOTNÍHO POLE NA ZPO

MANUÁL K PROGRAMU BRCCMEX PRO VÝPOČET TEPLOTNÍHO POLE NA ZPO MANUÁL K PROGRAMU BRCCMEX PRO VÝPOČET TEPLOTNÍHO POLE NA ZPO Autoři: Ing. Josef ŠTĚTINA Brno, červen 2010 1 1 ÚVOD Tento manuál má sloužit jako pomůcka k obsluze programu BrCCMExv (off-line teplotní model

Více

Optimalizace teplosměnné plochy kondenzátoru brýdových par ze sušení biomasy

Optimalizace teplosměnné plochy kondenzátoru brýdových par ze sušení biomasy Optimalizace teplosměnné plochy kondenzátoru brýdových par ze sušení biomasy Jan HAVLÍK 1,*, Tomáš Dlouhý 1 1 České vysoké učení technické v Praze, Fakulta strojní, Ústav energetiky, Technická 4, 16607

Více

Řešení "stiff soustav obyčejných diferenciálních rovnic

Řešení stiff soustav obyčejných diferenciálních rovnic Řešení "stiff soustav obyčejných diferenciálních rovnic Jiří Škvára Katedra fyziky, Přírodovědecká fakulta Univerzity J.E. Purkyně v Ústí n.l.. ročník, počítačové metody ve vědě a technice Abstrakt Seminární

Více

Počítačová dynamika tekutin (CFD) Základní rovnice. - laminární tok -

Počítačová dynamika tekutin (CFD) Základní rovnice. - laminární tok - Počítačová dynamika tekutin (CFD) Základní rovnice - laminární tok - Základní pojmy 2 Tekutina nemá vlastní tvar působením nepatrných tečných sil se částice tekutiny snadno uvedou do pohybu (výjimka některé

Více

Část 5.2 Lokalizovaný požár

Část 5.2 Lokalizovaný požár Část 5.2 Lokalizovaný požár P. Schaumann, T. Trautmann University of Hannover J. Žižka České vysoké učení technické v Praze 1 ZADÁNÍ Cílem příkladu je určit teplotu ocelového nosníku, který je součástí

Více

Pyrolýza a vznícení připálených materiálu pod přídavným tepelným prouděním

Pyrolýza a vznícení připálených materiálu pod přídavným tepelným prouděním Pyrolýza a vznícení připálených materiálu pod přídavným tepelným prouděním Abstract Experimentální měření byly testovány účinky vnějšího tepelného toku z pyrolýzy a spalovacích připálení materiálů pomocí

Více

MĚŘENÍ EMISÍ A VÝPOČET TEPELNÉHO VÝMĚNÍKU

MĚŘENÍ EMISÍ A VÝPOČET TEPELNÉHO VÝMĚNÍKU MĚŘENÍ EMISÍ A VÝPOČET TEPELNÉHO VÝMĚNÍKU. Cíl práce: Roštový kotel o jmenovitém výkonu 00 kw, vybavený automatickým podáváním paliva, je určen pro spalování dřevní štěpky. Teplo z topného okruhu je předáváno

Více

VYUŽITÍ METOD TERMICKÉ ANALÝZY PRO STUDIUM TEPLOT FÁZOVÝCH PŘEMĚN REÁLNÝCH JAKOSTÍ OCELÍ VE VYSOKOTEPLOTNÍ OBLASTI

VYUŽITÍ METOD TERMICKÉ ANALÝZY PRO STUDIUM TEPLOT FÁZOVÝCH PŘEMĚN REÁLNÝCH JAKOSTÍ OCELÍ VE VYSOKOTEPLOTNÍ OBLASTI VYUŽITÍ METOD TERMICKÉ ANALÝZY PRO STUDIUM TEPLOT FÁZOVÝCH PŘEMĚN REÁLNÝCH JAKOSTÍ OCELÍ VE VYSOKOTEPLOTNÍ OBLASTI Karel GRYC a, Bedřich SMETANA b, Karel MICHALEK a, Monika ŽALUDOVÁ b, Simona ZLÁ a, Michaela

Více

Tepelně vlhkostní posouzení

Tepelně vlhkostní posouzení Tepelně vlhkostní posouzení komínů výpočtové metody Přednáška č. 9 Základní výpočtové teploty Teplota v okolí komína 1 Teplota okolí komína 2 Teplota okolí komína 3 Teplota okolí komína 4 Teplota okolí

Více

Simulace letního a zimního provozu dvojité fasády

Simulace letního a zimního provozu dvojité fasády Simulace letního a zimního provozu dvojité fasády Miloš Kalousek, Jiří Kala Anotace česky: Příspěvek se snaží srovnat vliv dvojité a jednoduché fasády na energetickou náročnost a vnitřní prostředí budovy.

Více

TERMOFYZIKÁLNÍ VLASTNOSTI. Radek Vašíček

TERMOFYZIKÁLNÍ VLASTNOSTI. Radek Vašíček TERMOFYZIKÁLNÍ VLASTNOSTI Radek Vašíček Základní termofyzikální vlastnosti Tepelná konduktivita l (součinitel tepelné vodivosti) vyjadřuje schopnost dané látky vést teplo jde o množství tepla, které v

Více

Měření prostupu tepla

Měření prostupu tepla KATEDRA EXPERIMENTÁLNÍ FYZIKY PŘÍRODOVĚDECKÁ FAKULTA UNIVERZITY PALACKÉHO V OLOMOUCI FYZIKÁLNÍ PRAKTIKUM Z MOLEKULOVÉ FYZIKY A TERMODYNAMIKY Měření prostupu tepla Úvod Prostup tepla je kombinovaný případ

Více

VÝZKUM VLASTNOSTÍ SMĚSI TEKBLEND Z HLEDISKA JEJÍHO POUŽITÍ PRO STAVBU ŽEBRA

VÝZKUM VLASTNOSTÍ SMĚSI TEKBLEND Z HLEDISKA JEJÍHO POUŽITÍ PRO STAVBU ŽEBRA Vladimír Petroš, VŠB Technická univerzita Ostrava, 17. listopadu 15/2172, 708 33 Ostrava, Poruba, tel.: +420 597325287, vladimir.petros@vsb.cz; Jindřich Šancer, VŠB Technická univerzita Ostrava, 17. listopadu

Více

ZÁVISLOST LEIDENFROSTOVY TEPLOTY A HTC NA PARAMETRECH OSTŘIKU U VODNÍCH TRYSEK

ZÁVISLOST LEIDENFROSTOVY TEPLOTY A HTC NA PARAMETRECH OSTŘIKU U VODNÍCH TRYSEK ZÁVISLOST LEIDENFROSTOVY TEPLOTY A HTC NA PARAMETRECH OSTŘIKU U VODNÍCH TRYSEK DEPENDENCE OF LEIDENFROST TEMPERATURE AND HTC VALUES ON SPRAYING PARAMETERS OF WATTER NOZLES Jan Morávka a Josef Kuběna b

Více

7 PARAMETRICKÁ TEPLOTNÍ KŘIVKA (řešený příklad)

7 PARAMETRICKÁ TEPLOTNÍ KŘIVKA (řešený příklad) 7 PARAMETRICKÁ TEPLOTNÍ KŘIVKA (řešený příklad) Stanovte teplotu plynu při prostorovém požáru parametrickou teplotní křivkou v obytné místnosti o rozměrech 4 x 6 m a výšce 2,8 m s jedním oknem velikosti,4

Více

HLINÍK A JEHO SLITINY

HLINÍK A JEHO SLITINY HLINÍK A JEHO SLITINY Označování hliníku a jeho slitin dle ČSN EN a) Označování hliníku a slitin hliníku pro tváření dle ČSN EN 573-1 až 3 Tyto normy platí pro tvářené výrobky a ingoty určené ke tváření

Více

Technologie a procesy sušení dřeva

Technologie a procesy sušení dřeva strana 1 Technologie a procesy sušení dřeva 3. Teplotní pole ve dřevě během sušení Vytvořeno s podporou projektu Průřezová inovace studijních programů Lesnické a dřevařské fakulty MENDELU v Brně (LDF)

Více

Stanovení oxygenační kapacity pro aerační trubici PUM 68 při vybraném zatížení průtokem vzduchu

Stanovení oxygenační kapacity pro aerační trubici PUM 68 při vybraném zatížení průtokem vzduchu Pöyry Environment a.s. 9. 7. 21 Stanovení oxygenační kapacity pro aerační trubici PUM 68 při vybraném zatížení průtokem vzduchu Zpráva pum68.doc strana 1 PODPISOVÝ LIST PRO CHEMICKÉ A TECHNOLOGICKÉ PRÁCE

Více

Experimentáln. lní toků ve VK EMO. XXX. Dny radiační ochrany Liptovský Ján 10.11.-14.11.2008 Petr Okruhlica, Miroslav Mrtvý, Zdenek Kopecký. www.vf.

Experimentáln. lní toků ve VK EMO. XXX. Dny radiační ochrany Liptovský Ján 10.11.-14.11.2008 Petr Okruhlica, Miroslav Mrtvý, Zdenek Kopecký. www.vf. Experimentáln lní měření průtok toků ve VK EMO XXX. Dny radiační ochrany Liptovský Ján 10.11.-14.11.2008 Petr Okruhlica, Miroslav Mrtvý, Zdenek Kopecký Systém měření průtoku EMO Měření ve ventilačním komíně

Více

PROBLEMATICKÉ SVAROVÉ SPOJE MODIFIKOVANÝCH ŽÁROPEVNÝCH OCELÍ

PROBLEMATICKÉ SVAROVÉ SPOJE MODIFIKOVANÝCH ŽÁROPEVNÝCH OCELÍ PROBLEMATICKÉ SVAROVÉ SPOJE MODIFIKOVANÝCH ŽÁROPEVNÝCH OCELÍ doc. Ing. Petr Mohyla, Ph.D. Fakulta strojní, VŠB TU Ostrava 1. Úvod Snižování spotřeby fosilních paliv a snižování škodlivých emisí vede k

Více

Nauka o materiálu. Přednáška č.10 Difuze v tuhých látkách, fáze a fázové přeměny

Nauka o materiálu. Přednáška č.10 Difuze v tuhých látkách, fáze a fázové přeměny Nauka o materiálu Přednáška č.10 Difuze v tuhých látkách, fáze a fázové přeměny Difuze v tuhých látkách Difuzí nazýváme přesun atomů nebo iontů na vzdálenost větší než je meziatomová vzdálenost. Hnací

Více

C5060 Metody chemického výzkumu

C5060 Metody chemického výzkumu C5060 Metody chemického výzkumu Audio test: Start P01 Termická analýza Přednášející: Doc. Jiří Sopoušek Moderátor: Doc. Pavel Brož Operátor STA: Bc.Ondřej Zobač Brno, prosinec 2011 1 Organizace přednášky

Více